EP1412814A1 - Modulateurs electro-optiques large bande - Google Patents

Modulateurs electro-optiques large bande

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EP1412814A1
EP1412814A1 EP01996767A EP01996767A EP1412814A1 EP 1412814 A1 EP1412814 A1 EP 1412814A1 EP 01996767 A EP01996767 A EP 01996767A EP 01996767 A EP01996767 A EP 01996767A EP 1412814 A1 EP1412814 A1 EP 1412814A1
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EP
European Patent Office
Prior art keywords
electrodes
optical modulator
modulator according
optical
interferometer
Prior art date
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Granted
Application number
EP01996767A
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German (de)
English (en)
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EP1412814B1 (fr
Inventor
Henri Porte
Jérôme HAUDEN
Pascal Mollier
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Centre National de la Recherche Scientifique CNRS
Original Assignee
Centre National de la Recherche Scientifique CNRS
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Publication date
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Publication of EP1412814A1 publication Critical patent/EP1412814A1/fr
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Publication of EP1412814B1 publication Critical patent/EP1412814B1/fr
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Expired - Lifetime legal-status Critical Current

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    • G—PHYSICS
    • G02—OPTICS
    • G02F—OPTICAL DEVICES OR ARRANGEMENTS FOR THE CONTROL OF LIGHT BY MODIFICATION OF THE OPTICAL PROPERTIES OF THE MEDIA OF THE ELEMENTS INVOLVED THEREIN; NON-LINEAR OPTICS; FREQUENCY-CHANGING OF LIGHT; OPTICAL LOGIC ELEMENTS; OPTICAL ANALOGUE/DIGITAL CONVERTERS
    • G02F1/00—Devices or arrangements for the control of the intensity, colour, phase, polarisation or direction of light arriving from an independent light source, e.g. switching, gating or modulating; Non-linear optics
    • G02F1/01—Devices or arrangements for the control of the intensity, colour, phase, polarisation or direction of light arriving from an independent light source, e.g. switching, gating or modulating; Non-linear optics for the control of the intensity, phase, polarisation or colour 
    • G02F1/21—Devices or arrangements for the control of the intensity, colour, phase, polarisation or direction of light arriving from an independent light source, e.g. switching, gating or modulating; Non-linear optics for the control of the intensity, phase, polarisation or colour  by interference
    • G02F1/225—Devices or arrangements for the control of the intensity, colour, phase, polarisation or direction of light arriving from an independent light source, e.g. switching, gating or modulating; Non-linear optics for the control of the intensity, phase, polarisation or colour  by interference in an optical waveguide structure
    • G02F1/2255—Devices or arrangements for the control of the intensity, colour, phase, polarisation or direction of light arriving from an independent light source, e.g. switching, gating or modulating; Non-linear optics for the control of the intensity, phase, polarisation or colour  by interference in an optical waveguide structure controlled by a high-frequency electromagnetic component in an electric waveguide structure

Definitions

  • the present invention relates to the field of integrated optoelectronic components applicable in particular in the field of optical telecommunications.
  • This invention relates more particularly to an electro-optical light modulator which can be produced in particular in lithium niobate.
  • Its configuration uses a cascade structure of two sets of electrodes aligned parallel to a waveguide structure forming a two-arm interferometer for example, from Mach-Zehnder.
  • a first set is deposited on a crystal part whose ferroelectric domain is oriented with a positive (or negative) polarization, the second set of electrodes being on the other half of the crystal having a negative inverted ferroelectric polarization domain ( or positive).
  • the classic configuration of an integrated optical modulator of this type on lithium niobate calls on a certain number of principles:
  • the first principle is based on the fact that the lithium niobate crystal, most often used, is electro-optical, which means that the application of an external electric field applied to the suitably oriented faces of the crystal, spaced by a given distance, results in a variation of the refractive index of the material and, consequently, in a variation linear phase of the optical wave passing through it over a given length.
  • This operation requires that the electric field of light has a preferred direction of polarization, parallel or perpendicular to the applied static electric field.
  • An interferometric assembly then makes it possible to convert this phase variation into intensity modulation detectable by a photodetector.
  • the second principle is based on the fact that, in such a material, doping with metal ions or with protons makes it possible to increase the refractive index locally, in the form for example of a narrow ribbon, so that light can be injected into the micro-channel caused by this increase in index, and can propagate by successive total internal reflections without diverging in the optical waveguide thus produced. It is then possible to produce complex optical circuitry on which the production of electrodes, along the guide whose typical width is of the order of 10 ⁇ m, makes it possible to apply a very high electric field with an electric control voltage. low (5 V), compatible with what is required in electronic systems for telecommunications.
  • the optical circuit comprising sections of optical guides is integrated on a substrate 1 of lithium niobate, of section Z. It is made up, in this case, of a rectilinear guide section 2 'for the insertion of the light, wavelength, in the vacuum ⁇ , followed by a Y-shaped branch 3, which separates the light propagated towards two other straight and parallel sections 4 'and 4 "which form each of the arms of the interferometer. a length of propagation L, the two arms are recombined by a second junction 3 ′ in the form of Y terminated by a last section 2 ′′ recombining the waves and routing the light towards the exit of the device.
  • the phase difference created between the arms by the electric field translates, by interference phenomenon, a modulation of intensity of the transmitted light.
  • One possible embodiment of the structure of optical guides consists in depositing on the surface of the crystalline substrate a thickness of titanium, of predetermined thickness, by thin layer vacuum evaporation techniques.
  • the pattern of the guides is defined with the help of conventional photolithography techniques and then is diffused at high temperature for a fixed period.
  • the metal ions penetrate into the crystal and the resulting doping results in a local increase in the refractive index according to a profile in amplitude, in depth and in width which can be calculated and measured.
  • the propagating light field has a spatial extent which substantially follows the index profile.
  • the operation of the modulator also uses a thin layer 5 of a perfectly insulating dielectric material, such as, for example. silica of given thickness e.
  • electrodes 6 are deposited by photolithographic transfer techniques on the surface of the device.
  • One possible solution for producing this electrode structure consists in placing a conductive line C parallel to one of the arms 4 ′ of the interferometer.
  • a substrate supporting the optical circuit of the Mach-Zehnder interferometer type, including the main surface in the most favorable configuration for producing a very wide electric bandwidth modulator, is cut perpendicular to the main axis Z (or c) of the lithium niobate crystal considered, the conductive electrode will, for example, be placed above the 4 "arm.
  • the resulting half-wave voltage V ⁇ is inversely proportional to the interaction length L, to the considered electro-optical coefficient r 33 of the material, to the cube of the extraordinary refractive index n e of the material seen by light propagating in the material and is proportional to the distance s between the electrodes at the wavelength of the light.
  • the half-wave voltage is therefore the lower the longer and closer the electrodes are.
  • this half-wave voltage is weighted by the inverse of a so-called recovery coefficient ⁇ , whose value is between 0 and 1, and which translates the interaction efficiency between the light electric field 7 and the static electric field 8, each being inhomogeneous moreover.
  • the electric field distribution 8 is not the same under the central electrode C and under the edge of the lateral ground planes M and M '. Therefore, one obtains for the guide located under the central electrode an overlap ⁇ i different from that ⁇ 2 obtained by the guide located under one of the lateral ground electrodes. Therefore, applying a voltage across the electrodes cause phase variations of different signs and different amplitudes in each of the arms. After recombination, the waves interfere and are modulated in intensity.
  • a harmonic pulsation signal ⁇ is applied, by means of a signal source 9, to the electrodes connected to a suitable termination impedance 10, it results in amplitude modulation but also in residual phase modulation which results in instantaneous modulation of the frequency of the optical carrier. This is called the frequency "chirp" which results in a broadening of the spectrum of the light source. This can be detrimental to the quality of a transmission in a dispersive medium and result in a degradation of the shape of the signal which results in penalties for the reception of a digital signal.
  • FIG. 1D shows, in transverse view, the distribution of the field lines 8 and the position of the light fields 7 transmitted by the guides relative to the electrodes.
  • FIG. 1D shows, in transverse view, the distribution of the field lines 8 and the position of the light fields 7 transmitted by the guides relative to the electrodes.
  • the frequency response of a modulator in X cut is less favorable than that of a modulator in Z cut.
  • One solution to overcome or control the frequency "chirp" on crystals of lithium niobate in section Z consists in making two sets of symmetrical electrodes 12 with a central conductor on each of the arms, so as to make the structure.
  • the signal source 9 is connected to two control amplification electronics 13 'and 13 "for each of the arms.
  • an electronic flip-flop 14 must be added to one of the inputs for reversing the polarity of the applied electric field
  • Figure 1E shows an exemplary embodiment in top view Figure IF shows the position of the guides relative to the electrode
  • the frequency response of the electrodes is linked to the characteristic impedance of the line Z c , the speed of propagation of the microwave signal in the line linked to the microwave index n m , attenuation of the line ⁇ .
  • the characteristic impedance Z c and the microwave index n m are linked to the geometric parameters of the line, which are the width of the central conductor, the spacing of the ground planes, the thickness of the electrodes, the thickness of the dielectric layer. .
  • the objective is to achieve a microwave index n m which is equal to the optical refractive index n 0 , so as to adapt the optical and microwave speeds, so that the variation in optical phase by effect electro-optics accumulates throughout the interaction.
  • the other objective concerns the characteristic impedance which must be as close as possible to the output impedance of the source of the microwave signal and to the load impedance 10 placed at the output of the line.
  • a perfectly adapted line indeed makes it possible to ensure that the wave which propagates, does not undergo reflection which could degrade the quality of the modulated signal.
  • the electrodes are designed in such a way that the characteristic impedance Z c is adapted and the microwave index n m is equal to the optical index n e , then the only element limiting the response, in frequency is the loss of ⁇ propagation in the electrodes.
  • the loss of propagation in electrical power along the line expressed in decibels, is proportional to the length of the line and to the square root of the modulation frequency.
  • ⁇ (f, L) ⁇ 0 f L.
  • ⁇ 0 is expressed in dB / cm / GHz.
  • the band passing to 40 GHz is -6 dB.
  • the half-wave voltage is typically 6 Volts, for 1 cm of electrodes, corresponding to -3 dB of bandwidth at 40 GHz, the half-wave voltage will be 12 Volts, which represents a dissipated power four times greater.
  • the aim of the invention is therefore to propose an optical modulator having a good frequency response and which overcomes the phenomenon of "chirp".
  • an optical modulator comprising:
  • a set of electrodes connected to a controllable electrical source allowing the application of an electric field on at least one of the arms of the interferometer, so as to vary the phase difference between light waves according to respectively one or the other of the arms.
  • the optical modulator comprises: - two sets of electrodes placed respectively on each of the arms of the interferometer, one in a non-inverted region of the electro-optical material, the other in an inverted region, and
  • a delay line placed between the electronics for controlling the sets of electrodes introducing a delay equal to the time of propagation of the light in the first set of electrodes.
  • the present invention also relates to the characteristics which will emerge during the following description and which should be considered in isolation or in all their technically possible combinations: -
  • the substrate is an anisotropic crystal of lithium niobate of section z perpendicular to the surface;
  • the substrate is an anisotropic crystal of lithium tantalate of section Z perpendicular to the surface;
  • the waveguide structure is produced by thermal diffusion of thin metallic layers;
  • the waveguide structure is produced by proton exchange; .
  • the electrode assemblies are each closed on a load impedance
  • the electrode assemblies are grouped together and constituted by two electrodes parallel to each other and each consisting of two sections connected by an S-shaped section;
  • the modulator with grouped electrode assemblies does not include a delay line
  • the electrode assemblies are grouped together and formed by two electrodes parallel to each other and comprising an even number of parallel sections, connected by an S-shaped section, each section crossing a region of ferroelectric polarity of opposite sign to that of the adjacent section;
  • the inverted region of the electro-optical material is obtained permanently by the local application of a short pulse of an intense electric field
  • the inverted region of the electro-optical material covers the two arms of the interferometer over a length at least equal to that of one of the sets of electrodes and covers these arms over a width at least equal to that of the light field;
  • the interferometer is a Mach-Zehnder interferometer;
  • each set of electrodes comprises a central conductor with low loss centered respectively on each arm of the interferometer
  • each set of electrodes comprises two symmetrical lateral ground planes arranged at a distance at least equal to twice the width of the central conductor;
  • the controllable electrical source comprises two variable gain control amplifiers allowing the control of the electrical voltages, respectively applied to the electrodes with respect to half of the half-wave voltage resulting from a single set of electrodes, so as to adjust the residual phase modulation;
  • the optical modulator comprises a delay line making it possible to offset the application of the electric field, respectively on one and the other of the sets of electrodes, so that the propagation times of the optical wave and of the external microwave wave are identical;
  • the delay line is active.
  • Each control electronics powered by the microwave source signal, controls one of the sets of electrodes, a delay line is arranged between each control electronics, so that the application of the signal on the downstream electronics is synchronous with the upstream electronics, taking into account the speed of propagation of the optical wave in the guide and the duration of interaction in the upstream electrode.
  • Figures 2A, 2B, 2C show a first embodiment of the invention, Figure 2C being a top view and Figures 2A and 2B, sectional views, respectively along the lines ci and c 2 ;
  • FIG. 4 is a comparative representation of the performances according to the invention with respect to the prior art in section Z,
  • FIG. 5 is a top view of an alternative embodiment of the invention.
  • the component is produced on a substrate 1 of ferroelectric lithium niobate, of section Z, the axis Z being, for example, oriented positively with respect to the main surface of the crystal.
  • the substrate supports a Mach-Zehnder interferometer type waveguide pattern. This pattern comprises a rectilinear guide 2 'inlet and 2 "outlet, two Y junctions, 3' and 3", connected by each of the arms 4 'and 4 "of the interferometer.
  • the wave guides are produced by for example by diffusion of titanium, or also by the lithium / proton exchange process.
  • the lithium niobate crystal has throughout its thickness a region 15 which has undergone a ferroelectric domain inversion.
  • the crystal thus locally undergoes an inversion of its polarity, hence the name of inversion of the ferroelectric domain.
  • the direction of the Z axis is reversed.
  • the region 15 is said to be of orientation Z " .
  • the main consequence of this change of orientation, with regard to the modulator is that the sign of the electrooptical coefficient r 33 involved in the modulation is reversed.
  • the application of a positive electric voltage causes a variation in the optical refractive index of opposite sign to that obtained in the so-called non-inverted region.
  • a set of electrodes 6, of length Li is positioned with the central electrode aligned above the arm 4 "of the interferometer.
  • the index variation in this arm is, for example positive, with an overlap between the electric field and the light field ⁇ i.
  • the other arm 4 ' is located under one of the ground electrodes and undergoes a negative index variation with a recovery rate ⁇ 2 .
  • a second set of electrodes 16, of length L 2 is positioned with the central electrode aligned this time at- above the arm 4 'of the interferometer.
  • An electrical voltage V 2 with the same sign as Vi, is applied across the electrodes 16.
  • the variation in index in this arm is this time negative due to the inversion of the sign of r 33 .
  • the recovery rate is now r].
  • the other 4 "arm located under one of the side electrodes undergoes a positive index variation, with a recovery rate of ⁇ 2 , for reasons of symmetry.
  • FIG. 3 Another possibility is described in FIG. 3.
  • a single set of electrodes 18 is brought into play, of total length 2L ⁇ . These electrodes are divided into two sections. The first section corresponds to a positioning above the so-called no area reversed, with the central conductor positioned above the 4 "arm then a second section connected to the first by an S-shaped adapter section 19, which passes the central conductor from the 4" arm to the 4 'arm, in the so-called inverted crystal region.
  • S-shaped adapter section 19 which passes the central conductor from the 4" arm to the 4 'arm, in the so-called inverted crystal region.
  • only one voltage source is required.
  • the frequency response is less favorable but the control power required is less important.
  • the cumulative phase in the arm 4 'for an interaction length of Lj then L 2 is proportional to + ⁇ ⁇ V ⁇ L ⁇ + ⁇ 2 V 2 L 2 .
  • the cumulative phase is proportional to - ⁇ 2 V ⁇ L ! - ⁇ ⁇ V 2 L 2 .
  • the intensity modulation after recombination between the waves, depends on the cosine squared of the difference between the phases accumulated in each of the arms, that is to say:
  • S 0 is proportional to the optical power incident in the component.
  • the residual phase modulation associated with the signal transmitted by the component, and which results in the "chirp" in optical frequency, depends on the sum of the phases accumulated in each of the arms, that is to say:
  • the voltages Vj and V 2 can be adjusted by adjusting the gain of the control amplifiers 13 'and 13 "controlled by the signal source 9.
  • the static description which has just been given does not take account of the dynamic behavior of the device generally modulated by a time-dependent signal covering a frequency band of the order of 40 GHz. Under these conditions, the propagation times of the electrical and optical waves cannot be neglected and in particular, as indicated above, the speeds optical and microwave waves must be adapted.
  • a delay line 17 is inserted between the electronics 13 'and 13 ".
  • the delay introduced corresponds exactly to the transit time of the light through the electrode section 6 of length L ⁇
  • this delay line does not intervene since a single signal source is used with a single set of electrodes 18.
  • the characteristic impedances are adapted so that the microwave wave propagating in the electrodes is a traveling wave, and it is assumed that the optical speeds and microwaves are suitable.
  • the main limiting factor is, in this case, the loss of voltage along the electrodes by dissipation of energy in the conductor whose skin depth decreases with frequency.
  • V (x) V 0 exp (- ⁇ - N / ⁇ x)
  • V 0 is the amplitude of the voltage applied to the input of the electrodes.
  • a modulator as described in FIG. 1A controlled by a single input voltage V 0 , for a set of electrodes of total length 2L, has a phase response equal to:
  • FIG. 4 makes it possible to compare the electrical power response of the optical signal detected according to the invention, compared with the prior art, for crystals cut according to a Z cut. It gives in decibel the response as a function of the frequency corresponding to every situation.
  • These curves are obtained by assuming identical electrode characteristics (width of the central conductor, spacing from the ground plane, thickness of the electrodes, thickness of the electric layer). Are modified between, each curve the control voltage or voltages chosen so that the electrical power consumed is the same in each case. The following are also modified according to the curves: the length, the number of electrodes involved, either in series or in parallel.
  • Curve 20 gives the case of a set of single electrodes of length 2L, controlled by an udder voltage at peak V 0 equal to the half-wave voltage V ⁇ .
  • the 0 Hz reference is located at 0 dB.
  • the signal loss is -6 dB.
  • the signal is affected by a "chirp" in optical frequency due to the difference in the electric field / light field overlap rates ⁇ i and ⁇ 2 corresponding to each arm.
  • Curve 21 gives the case of two sets of electrodes in parallel, of length 2L, controlled by a voltage + V 0 / V2 for one electrode and V 0 ⁇ / 2 for the other electrode. The electrical power consumed is the same as in the previous case.
  • the 0 Hz reference is located at -3 dB.
  • the power required to implement with two voltage sources is twice as large as in the first case to find the same level of modulation.
  • the signal loss is -6 dB, as before, the electrodes being the same length.
  • the response is not affected by a “chirp” in optical frequency, because the overlaps ⁇ are identical for each of the arms.
  • an electronic flip-flop is necessary to reverse the signals between the two inputs.
  • Curve 22 gives the case of a single set of electrodes of length L, controlled by a peak-to-peak voltage signal equal to V 0 , that is to say half the half-wave voltage V ⁇ required in that case.
  • the reference at 0 Hz is located at -6 dB, because the consumption is four times more important to find the same level of modulation as in the first case.
  • the signal loss is only -3 dB.
  • the response is affected by a “chirp” in optical frequency.
  • curve 23 gives the result which is the subject of the present invention. It corresponds to the case of two sets of electrodes of length L each, ie a total interaction length 2L. Each set is controlled by a voltage V 0 / ⁇ / 2.
  • One of the sets of electrodes is positioned above a so-called non-inverted region, the other set being positioned over a region of the so-called inverted crystal.
  • the central conductor of the second set is aligned over an arm of the Mach-Zehnder interferometer different from that used for the first set of electrodes.
  • the 0 Hz reference is located at -3 dB.
  • the power necessary to implement with two sources of voltages is twice greater than in the first case to find the same level of modulation. At 40 GHz, this time, the signal loss is only - 3 dB, the response is therefore flatter.
  • the response is not affected by a "chirp" in optical frequency, due to the equalization of the average value of the overlap along each arm between the two sets of electrodes.
  • This solution constitutes a good compromise compared to the other solutions previously reported, between the requirements of low electrical consumption, of flatness of the frequency response, of low associated residual phase modulation (chirp).
  • the other structure is based on the use of a single set of electrodes of the coplanar line type, the central conductor of which passes from one arm of the interferometer to the other by means of a "bend". S ', this change of arm corresponding to a change in the polarity of the material in order to maintain a phase modulation of the constructive light throughout the propagation in the two regions of interaction with the electric field transported by the electrodes.
  • the amplitude of phase modulation created is, in absolute value, equal for each arm.
  • the proposed arrangement balances the phase variation by introducing identical contributions for the overlapping of electric fields and light fields.
  • Figure 5 proposes a variant of the invention in which the device has more than one pair of inverted domain structure and as many sections of electrodes connected by "S", so that a section is never individually long enough to suffer alone the effect of propagation losses along the line.
  • the zones 15 correspond to inverted regions. Each transition from one region to another corresponds to an S-shaped section.

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Description

Modulateurs électro-optiques large bande
La présente invention concerne le domaine des composants optoélectroniques intégrés applicables notamment dans le domaine des télécommunications optiques.
Cette invention concerne plus particulièrement un modulateur électro-optique de lumière réalisable en particulier dans le niobate de lithium. Sa configuration fait appel à une structure en cascade de deux jeux d' électrodes alignés parallèlement à une structure de guide d' onde formant un interféromètre à deux bras par exemple, de Mach- Zehnder. Un premier j eu est déposé sur une partie de cristal dont le domaine ferroélectrique est orienté avec une polarisation positive (ou négative), le deuxième j eu d' électrodes étant sur l'autre moitié du cristal présentant un domaine de polarisation ferroélectrique inversée négative (ou positive).
Les évolutions récentes des transmissions par fibre optique font appel à des débits d'information par canal de plus en plus élevés, de l' ordre de 40 Gbit/s. Chaque canal étant dans ce cas un canal de longueur d' onde des lasers d' émission. On parle de multiplexage en longueur d'onde. L'intervalle spectral entre canaux, la stabilité de la fréquence d' émission ainsi que la finesse spectrale des lasers semi-conducteurs utilisés, imposent de faire appel à des modulateurs optiques externes à la source optique pour greffer l'information sur le canal. Les modulateurs optiques réalisés à partir de cristaux électrooptiques de niobate de lithium permettent d'assurer cette fonction de modulation externe. Ils font l' objet d'une industrialisation basée sur une technologie éprouvée. Cependant, leur mise en œuvre à des débits aussi élevés que 40 Gb/s impose qu'un certain nombre de problèmes soient simultanément résolus. Ces problèmes sont notamment ceux de la platitude de la réponse en fréquence du modulateur, sa consommation électrique qui croît fortement avec la fréquence de modulation. On recherche de plus, en même temps qu'une réponse étendue en fréquence, des tensions de commande faibles, celles-ci étant limitées par l' électronique de commande. Enfin,, à des débits aussi élevés que 40 Gb/s, des problèmes de dispersion se posent, bien que faibles si on compare la modulation externe de la lumière - par un modulateur - à la modulation directe d'un laser à semi-conducteur. Ces problèmes de dispersion, avec les modulateurs externes, par exemple en niobate de lithium, sont liés au rapport entre la modulation de phase résiduelle et la modulation d'intensité générée. Ce rapport est appelé " chirp ".
La configuration classique d'un modulateur optique intégré de ce type sur niobate de lithium fait appel à un certain nombre de principes : Le premier principe repose sur le fait que le cristal de niobate de lithium, le plus souvent employé, est électro-optique, ce qui signifie que l' application d'un champ électrique externe appliqué sur les faces convenablement orientées du cristal, écartées d'une distance donnée, se traduit par une variation de l'indice de réfraction du matériau et, par conséquent, par une variation de phase linéaire de l'onde optique le traversant sur une longueur donnée. Ce fonctionnement impose que le champ électrique de la lumière possède une direction de polarisation privilégiée, parallèle ou perpendiculaire au champ électrique statique appliqué. Un montage interférométrique permet alors de convertir cette variation de phase en modulation d'intensité détectable par un photodétecteur.
Le deuxième principe repose sur le fait que, dans un tel matériau, le dopage par des ions métalliques ou par des protons permet d'accroître l'indice de réfraction de manière locale, sous forme par exemple d'un ruban étroit, de telle sorte que de la lumière puisse être injectée dans le micro-canal provoqué par cet accroissement d'indice, et puisse se propager par réflexions totales internes successives sans diverger dans le guide d'onde optique ainsi réalisé. Il est alors possible de réaliser une circuiterie optique complexe sur laquelle la réalisation d'électrodes, le long du guide dont la largeur typique est de l'ordre de 10 μm, permet d'appliquer un champ électrique très élevé avec une tension électrique de commande faible (5 V), compatible avec ce qui est requis dans les systèmes électroniques pour télécommunications. Une structure appelée interféromètre de Mach-Zehnder décrite par la figure 1A, en vue de dessus et en vue de coupe sur la figure 1B, permet l'intégration d'un modulateur complet. Le circuit optique, comprenant des sections de guides optiques est intégré sur un substrat 1 de niobate de lithium, de coupe Z. Il est constitué, dans ce cas, d'une section de guide rectiligne 2' pour l'insertion de la lumière, de longueur d'onde, dans le vide λ, suivi d'un embranchement 3 en forme de Y, qui sépare la lumière propagée vers deux autres sections 4' et 4" rectilignes et parallèles qui forment chacun des bras de l'interféromètre. Après une longueur de propagation L, les. deux bras sont recombinés par une deuxième jonction 3 ' en forme de Y terminée par un dernier tronçon 2" recombinant les ondes et acheminant la lumière vers la sortie du dispositif. L'écart de phase créé entre les bras par le champ électrique se traduit, par phénomène d'interférence, une modulation d'intensité de la lumière transmise. Un mode possible de réalisation de la structure de guides optiques consiste à déposer à la surface du substrat cristallin une épaisseur de titane, d'épaisseur prédéterminée, par des techniques d'évaporation sous vide de couches minces. Dans cette couche de titane, le motif des guides est défini avec l'aide des techniques classiques de photolithographie puis est diffusé à haute température pendant une durée fixée. Pendant la diffusion thermique, les ions métalliques pénètrent dans le cristal et le dopage résultant se traduit par une augmentation locale de l'indice de réfraction selon un profil en amplitude, en profondeur et largeur qui peut être calculé et mesuré. Le champ lumineux qui se propage possède une étendue spatiale qui suit sensiblement le profil d'indice.
Le fonctionnement du modulateur fait appel par ailleurs à une couche mince 5 d'un matériau diélectrique parfaitement isolant, tel que par exemple de la. silice d'épaisseur e donnée. Par ailleurs, des électrodes 6 sont déposées par des techniques de report photolithographique à la surface du dispositif. Une solution possible pour réaliser cette structure d'électrodes consiste à disposer une ligne conductrice C parallèlement à l'un des bras 4' de l'interféromètre. Dans le cas d'un substrat supportant le circuit optique de type interféromètre de Mach-Zehnder, dont la surface principale, dans la configuration la plus favorable pour réaliser un modulateur de très large bande passante électrique, est coupée perpendiculairement à l'axe principal Z (ou c) du cristal de niobate de lithium considéré, l'électrode conductrice sera, par exemple, disposée au-dessus du bras 4" . De chaque côté de cette ligne centrale de largeur w, sont alors disposés à une distance s deux plans de masse, comme cela est montré sur la figure 1B . Lorsque la distance s est de l'ordre d'une quinzaine de micromètres, un champ électrique très élevé peut être appliqué entre le conducteur principal C et les plans de masse symétriques M et M' . Une solution possible généralement utilisée pour augmenter l'efficacité de la modulation de phase consiste à placer l'un des plans de masse juste au-dessus du deuxième bras 4, tel que cela est représenté sur les figures 1A et 1B. Dans ce cas, les guides 4 et 4' subissent l'influence de champs électriques de signes opposés les traversant. La variation de phase relative introduite par l' effet électro-optique peut être améliorée d'un facteur deux environ par cette configuration.
Sur ce point précis, intervient un paramètre qui est déterminant dans l'amplitude de " chirp " générée par le modulateur. En effet, la tension demi-onde Vπ résultante est inversement proportionnelle à la longueur d'interaction L, au coefficient électro-optique r33 considéré du matériau, au cube de l'indice de réfraction extraordinaire ne du matériau vu par la lumière se propageant dans le matériau et est proportionnelle à l' écart s entre les électrodes à la longueur d'onde de la lumière. La tension demi-onde est donc d'autant plus faible que les électrodes sont longues et rapprochées. D'autre part, cette tension demi-onde est pondérée par l'inverse d'un coefficient η dit de recouvrement, dont la valeur est comprise entre 0 et 1 , et qui traduit l'efficacité d'interaction entre le champ électrique lumineux 7 et le champ électrique statique 8, chacun étant inhomogène par ailleurs. Comme le montre la figure 1B, la répartition de champ électrique 8 n'est pas la même sous l' électrode centrale C et sous le bord des plans de masse latéraux M et M' . Donc, on obtient pour le guide situé sous l' électrode centrale un recouvrement ηi différent de celui η2 obtenu par le guide situé sous une des électrodes latérales de masse. Par conséquent, l'application d'une tension aux bornes des électrodes entraîne des variations de phase de signes différents et d' amplitudes différentes dans chacun des bras. Après recombinaison, les ondes interfèrent et sont modulées en intensité. L' excès de modulation d'un bras par rapport à l'autre est converti en modulation de phase pure. Si un signal harmonique de pulsation Ω est appliqué, au moyen d'une source de signal 9, aux électrodes reliées à une impédance de terminaison adaptée 10, il se traduit par une modulation d'amplitude mais également par une modulation de phase résiduelle qui entraîne une modulation instantanée de la fréquence de la porteuse optique. C'est ce qu'on appelle le « chirp » en fréquence qui se traduit par un élargissement du spectre de la source lumineuse. Ceci peut être préjudiciable à la qualité d'une transmission dans un milieu dispersif et se traduire par une dégradation de la forme du signal qui entraîne des pénalités à la réception d'un signal numérique.
Dans certaines occasions, on cherchera néanmoins à pouvoir contrôler l' amplitude de cet élargissement spectral, et surtout son signe, de manière à pouvoir réaliser de la compression d'impulsions, si le signe de la dispersion du milieu de propagation s'y prête. Pour pouvoir s'affranchir du « chirp » en fréquence, la meilleure solution consiste généralement à parfaitement équilibrer les taux de recouvrement η dans chacun des bras. Le moyen d'y parvenir nécessite de travailler avec une coupe de cristal différente de Z. La coupe X permet de réaliser une structure dans laquelle les deux guides sont situés de part et d'autre de l'électrode centrale, au milieu de la région la séparant de chaque électrode latérale. La figure 1 C montre une solution possible pour réaliser cette structure sur un substrat 1 1 de coupe X, en vue de dessus. Le champ appliqué traversant les guides est horizontal et la structure symétrique fait que les recouvrements sont identiques dans chacun des bras. La figure 1D montre, en vue transverse, la répartition des lignes de champ 8 et la position des champs lumineux 7 transmis par les guides par rapport aux électrodes. Cependant, il est possible de montrer que la réponse en fréquence d'un modulateur en coupe X est moins favorable que celle d'un modulateur en coupe Z. Une solution pour s'affranchir ou contrôler le " chirp " en fréquence sur des cristaux de niobate de lithium en coupe Z, consiste à réaliser deux jeux d'électrodes symétriques 12 avec un conducteur central sur chacun des bras, de manière à rendre symétrique la structure. Dans ce cas, on dispose d'une source de signal 9. La source de signal 9 est reliée à deux électroniques d'amplification de commande 13 ' et 13 " pour chacun des bras. De plus, une bascule électronique 14 doit être rajoutée sur une des entrées pour inverser la polarité du champ électrique appliqué. La figure 1E montre un exemple de réalisation en vue de dessus. La Figure IF représente la position des guides par rapport aux électrodes en vue transverse.
En ce qui concerne la réponse en fréquence des électrodes, celle-ci est liée à l'impédance caractéristique de la ligne Zc, la vitesse de propagation du signal micro-onde dans la ligne liée à l'indice micro-onde nm, à l'atténuation de la ligne α. L'impédance caractéristique Zc et l'indice micro-onde nm sont liés aux paramètres géométriques de la ligne que sont la largeur du conducteur central, Pécartement des plans de masse, l' épaisseur des électrodes, l' épaisseur de la couche diélectrique. L'objectif est de parvenir à un indice micro-onde nm qui soit égal à l'indice de réfraction optique n0, de manière à adapter les vitesses optiques et micro-ondes, de telle sorte que la variation de phase optique par effet électro-optique se cumule tout le long de l'interaction. L'autre objectif concerne l'impédance caractéristique qui doit être aussi proche que possible de l'impédance de sortie de la source du signal micro-onde et de l'impédance de charge 10 placée en sortie de la ligne. Une ligne parfaitement adaptée permet en effet de s'assurer que l'onde qui se propage, ne subit pas de réflexion pouvant dégrader la qualité du signal modulé. Lorsque les électrodes sont conçues de telle façon que l'impédance caractéristique Zc soit adaptée et que l'indice microonde nm soit égal à l'indice optique ne, alors le seul élément limitatif à la réponse, en fréquence est la perte de propagation α dans les électrodes. La perte de propagation en puissance électrique le long de la ligne, exprimée en décibel, est proportionnelle à la longueur de la ligne et à la racine carrée de la fréquence de modulation. On exprime généralement cette perte selon α(f, L) = α0f L. α0 s ' exprime en dB/cm/GHz . Ainsi, à titre d'exemple, si α0 est égal à -0,47 dB/cm/GHz1 2, alors pour 2 cm d' électrodes, la bande passant à 40 GHz est de -6 dB . Si pour 2 cm d' électrodes, la tension demi- onde est typiquement de 6 Volts, pour 1 cm d' électrodes, correspondant à -3 dB de bande passante à 40 GHz, la tension demi- onde sera de 12 Volts, ce qui représente une puissance dissipée quatre fois plus importante. De plus, il est très difficile de concevoir et réaliser une électronique de commande de 40 GHz de bande passant capable de délivrer des tensions pic à pic de 12 V.
Le but de l' invention est donc de proposer un modulateur optique ayant une bonne réponse en fréquence et qui s'affranchisse du phénomène de « chirp ».
A cet effet, l'invention concerne un modulateur optique comportant :
- une structure en guide d' onde constituant un interféromètre à deux ondes formé dans un matériau électro-optique, et comportant deux bras,
- un ensemble d' électrodes relié à une source électrique commandable permettant l'application d'un champ électrique sur l'un au moins des bras de l' interféromètre, de manière à faire varier l'écart de phase entre des ondes lumineuses suivant respectivement l'un ou l' autre des bras.
Selon l'invention, le modulateur optique comporte : - deux ensembles d' électrodes placés respectivement sur chacun des bras de l' interféromètre, l'un dans une région non inversée du matériau électro-optique, l' autre dans une région inversée, et
- une ligne à retard placée entre les électroniques de commande des ensembles d' électrodes introduisant un retard égal au temps de propagation de la lumière dans le premier ensemble d' électrodes.
La présente invention concerne également les caractéristiques qui ressortiront au cours de la description qui va suivre et qui devront être considérées isolément ou selon toutes leurs combinaisons techniquement possibles : - le substrat est un cristal anisotrope de niobate de lithium de coupe z perpendiculaire à la surface ;
- le substrat est un cristal anisotrope de tantalate de lithium de coupe Z perpendiculaire à la surface ; - la structure en guide d'onde est réalisée par diffusion thermique de couches minces métalliques ;
- la structure en guide d' onde est réalisée par échange protonique ; .
- les ensembles d'électrodes sont chacun refermés sur une impédance de charge ;
- les ensembles d' électrodes sont regroupés et constitués par deux électrodes parallèles l'une à l'autre et constituées chacune de deux sections raccordées par un tronçon en forme de S ;
- le modulateur à ensembles d'électrodes regroupés ne comporte pas de ligne à retard ;
- les ensembles d'électrodes sont regroupés et constitués par deux électrodes parallèles l'une à l'autre et comportant un nombre pair de sections parallèles, raccordées par un tronçon en forme de S, chaque section traversant une région de polarité ferroélectrique de signe opposé à celle de la section adjacente ;
- la région inversée du matériau électro-optique est obtenue de manière permanente par l'application locale d'une impulsion brève d'un champ électrique intense ;
- la région inversée du matériau électro-optique est obtenue par bombardement électronique ;
- la région inversée du matériau électro-optique couvre les deux bras de l'interféromètre sur une longueur au moins égale à celle de l'un des ensembles d'électrodes et couvre ces bras sur une largeur au moins égale à celle du champ lumineux ; - l'interféromètre est un interféromètre de Mach-Zehnder ;
- chaque ensemble d'électrodes comporte un conducteur central à faible perte centré respectivement sur chaque bras de l'interféromètre ;
- chaque ensemble d'électrodes comporte deux plans de masse latéraux symétriques disposés à une distance au moins égale à deux fois la largeur du conducteur central ; - la source électrique commandable comporte deux amplificateurs de commande à gain variable permettant le contrôle des tensions électriques, respectivement appliquées aux électrodes par rapport à la moitié de la tension demi-onde résultant d'un jeu unique d'électrodes, de façon à régler la modulation de phase résiduelle ;
- le modulateur optique comporte une ligne à retard permettant de décaler l'application du champ électrique, respectivement sur l'un et l' autre des ensembles d'électrodes, de sorte que les temps de propagation de l'onde optique et de l'onde micro-onde extérieure soient identiques ;
- la ligne à retard est passive ;
- la ligne à retard est active.
Ainsi, l'amélioration des performances des modulateurs optiques large bande intégrée sur niobate de lithium selon l'invention est obtenue en agissant sur les points suivants :
• inversion de domaine ferroélectrique sur une partie du chemin optique des bras de l'interféromètre,
• réalisation d'une structure d'interféromètre de Mach-Zehnder en onde guidée sur niobate de lithium en coupe Z,
• réalisation d'un jeu d'électrodes à ondes progressives sur la partie des bras de l'interféromètre n'ayant pas subi d'inversion de domaine ferroélectrique, le conducteur central du jeu d' électrode étant positionné au-dessus d'un des bras de l' interféromètre, • réalisation d'un jeu d'électrodes à ondes progressives sur la partie des bras de l'interféromètre ayant subi l'inversion de domaine ferroélectrique, le conducteur central du jeu d'électrodes étant positionné au-dessus de l'autre bras de l'interféromètre,
• utilisation de deux électroniques de commande distinctes délivrant chacune une tension pic à pic égale à la tension demi-onde Vπ, celle-ci correspondant à une longueur d'interaction égalant la somme de la longueur individuelle de chacun des jeux d'électrodes,
• chaque électronique de commande, alimentée par le signal source micro-onde, pilote l'un des jeux d'électrodes, une ligne à retard est disposée entre chaque électronique de commande, de manière à ce que l' application du signal sur l'électronique aval soit synchrone avec l'électronique amont, compte tenu de la vitesse de propagation de l' onde optique dans le guide et de la durée d'interaction dans l'électrode amont. L'invention sera décrite ci-avant en détail par rapport aux dessins annexés dans lesquels :
- les figures 1A et 1B représentent une structure antérieure décrite plus haut ; - les figures 1C et 1D représentent une structure antérieure en coupe X décrite plus haut ;
- les figures 1E et IF représentent une structure antérieure en coupe Z également décrite plus haut ;
- les figures 2A, 2B, 2C représentent un premier mode de réalisation de l'invention, la figure 2C étant une vue de dessus et les figures 2A et 2B, des vues en coupe, respectivement selon les lignes ci et c2 ;
- la figure 3 est une vue de dessus d'un deuxième mode de réalisation de l'invention ; - la figure 4 est une représentation comparée des performances selon l'invention par rapport à l' art antérieur en coupe Z,
- la figure 5 est une vue de dessus d'une variante de réalisation de l'invention.
Le composant est réalisé sur un substrat 1 de niobate de lithium ferroélectrique, de coupe Z, l'axe Z étant, par exemple, orienté de manière positive par rapport à la surface principale du cristal. On parle d'orientation Z+. Le substrat supporte un motif de guide d'onde de type interféromètre de Mach-Zehnder. Ce motif comporte un guide rectiligne d'entrée 2' et de sortie 2", deux jonctions Y, 3 ' et 3 ", reliées par chacun des bras 4' et 4" de l'interféromètre. Les guides d'ondes sont réalisés par exemple par diffusion de titane, ou bien également par le procédé d'échange lithium/protons.
Le cristal de niobate de lithium comporte dans toute son épaisseur une région 15 qui a subi une inversion de domaine ferroélectrique. Cela signifie que, par application brève et localisée d'un champ électrique entre les deux faces du cristal, de l'ordre de 20 kV/mm pendant une durée brève, la polarisation spontanée du cristal change de direction de manière permanente. Le cristal subit ainsi localement une inversion de sa polarité d'où l'appellation d'inversion de domaine ferroélectrique. La direction de l' axe Z est inversée. En surface, la région 15 est dite d'orientation Z". La conséquence principale de ce changement d'orientation, en ce qui concerne le modulateur, est que le signe du coefficient électrooptique r33 impliqué dans la modulation est inversé. Cela signifie que, dans la région dite inversée, l'application d'une tension électrique positive entraîne une variation d'indice de réfraction optique de signe opposé à celle obtenue dans la région dite non inversée.
Dans la région dite non inversée, comme cela est montré sur la figure 2A correspondant à une vue en coupe transverse selon Cl , un jeu d'électrodes 6, de longueur Li, est positionné avec l'électrode centrale alignée au-dessus du bras 4" de l'interféromètre. La variation d'indice dans ce bras est, par exemple positive, avec un recouvrement entre le champ électrique et le champ lumineux η i . L' autre bras 4' est situé sous l'une des électrodes de masse et subit une variation d'indice négative avec un taux de recouvrement η2.
Dans la région 15 dite inversée, comme cela est montré sur la figure 2B correspondant à une vue en coupe transversale selon C2, un deuxième jeu d'électrodes 16, de longueur L2, est positionné avec l'électrode centrale alignée cette fois au- dessus du bras 4' de l'interféromètre. Une tension électrique V2, de même signe que Vi, est appliquée aux bornes des électrodes 16. La variation d'indice dans ce bras est cette fois négative du fait de l'inversion du signe de r33. Le taux de recouvrement est maintenant r ] . L'autre bras 4" situé sous l'une des électrodes latérales subit une variation d'indice positive, avec un taux de recouvrement de η2, pour des raisons de symétrie.
Une autre possibilité est décrite par la figure 3. Dans ce cas, un seul jeu d'électrodes 18 est mis en jeu, de longueur totale 2Lι. Ces électrodes sont divisées en deux sections. La première section correspond à un positionnement au-dessus de la zone dite non inversée, avec le conducteur central positionné au-dessus du bras 4" puis une deuxième section reliée à la première par un tronçon d'adaptation 19 en forme de S, qui fait passer le conducteur central du bras 4" au bras 4' , dans la région du cristal dite inversée. Dans ce cas, une seule source de tension est nécessaire. On verra par la suite que, dans le cas de cette architecture, la réponse en fréquence est moins favorable mais la puissance de commande nécessaire est moins importante. Par contre, on montre dans ce qui suit que le " chirp " en fréquence peut être annulé.
Dans l'un ou l'autre de ces modes de réalisation, par référence à la structure générale de la figure 2, la phase cumulée dans le bras 4' pour une longueur d'interaction de Lj puis L2 est proportionnelle à +η ιVιLι+η2V2L2. Dans le bras 4" pour une longueur d'interaction de Li puis L2 la phase cumulée est proportionnelle à -η2VιL!- η ιV2L2.
La modulation d'intensité, après recombinaison entre les ondes, dépend du cosinus au carré de la différence entre les phases cumulées dans chacun des bras, c'est-à-dire :
2π
S = S cos2 "ner33(τlιVιLι + T12 2 2 + η2V2L. + ηtV2L2) λs
S0 est proportionnel à la puissance optique incidente dans le composant.
La modulation de phase résiduelle associée au signal transmis par le composant, et qui se traduit par le " chirp " en fréquence optique, dépend de la somme des phases cumulées dans chacun des bras, c'est-à-dire :
+η2V2L2 -η2V2L, - η,V2L2)
On constate que, dans le cas simple, correspondant notamment à la situation présentée sur la figure 3, pour lequel Lι=L2 et V1=V2, la variation de phase résiduelle est nulle. Le fonctionnement s'affranchit du déséquilibre entre les taux de recouvrement champ électrique/champ lumineux de chaque bras, rencontrés généralement avec les composants en coupe Z ne possédant qu'un jeu d' électrodes avec conducteur central rectiligne aligné sur un seul bras de l'interféromètre. De cette manière, on obtient un dispositif sans " chirp ". Inversement, en jouant, comme cela est possible avec la structure présentée figure 2, sur un rapport entre Vi et V2, il est possible d' obtenir un " chirp " réglable, selon l'application visée.
L'ajustement des tensions Vj et V2 peut se faire en jouant sur le gain des amplificateurs de commande 13 ' et 13 " pilotés par la source de signal 9. La description statique qui vient d' être faite ne tient pas compte du comportement dynamique du dispositif généralement modulé par un signal dépendant du temps et couvrant une bande de fréquence de l'ordre de 40 GHz. Dans ces conditions, les temps de propagation des ondes électriques et optiques ne peuvent être négligés et notamment, comme indiqué précédemment, les vitesses des ondes optiques et micro-ondes doivent être adaptées. Pour que le signal se cumule le long des deux jeux d'électrodes, il est nécessaire que la modulation appliquée par le deuxième jeu d'électrodes, en supposant que la lumière se propage depuis le guide 2' vers le guide de sortie 2" , soit synchrone avec la modulation qui se propage dans le premier jeu d' électrodes, ceci de façon à ce qu'il n'y ait pas de retard de phase pouvant dégrader l' efficacité de modulation. Pour cela une ligne à retard 17 est insérée entre les électroniques 13 ' et 13 " . Le retard introduit correspond exactement au temps de transit de la lumière à travers la section d' électrode 6 de longueur L^ Pour le dispositif de la figure 3, cette ligne à retard n' intervient pas puisqu'une seule source de signal est utilisée avec un jeu unique d'électrodes 18.
Pour déterminer la réponse en fréquence sur la phase, on se place dans l'hypothèse où les impédances caractéristiques sont adaptées de manière à ce que l' onde hyperfréquence se propageant dans les électrodes soit une onde progressive, et on suppose que les vitesses optiques et micro-ondes sont adaptées. Le principal facteur limitatif est, dans ce cas, la perte en tension le long des électrodes par dissipation de l' énergie dans le conducteur dont la profondeur de peau diminue avec la fréquence. Le long de chaque ligne, on considère ainsi une distribution en amplitude de tension électrique en fonction de la distance x parcourue de la forme :
V(x) = V0 exp(-γ-N/Ωx)
V0 est l'amplitude de la tension appliquée à l'entrée des électrodes. On peut alors montrer que, pour des pertes faibles, la réponse sur la différence de phase après interaction avec les deux jeux d'électrodes, en prenant Vι=V2=V0 et L =L2+L, est donnée de manière approchée par :
A titre de comparaison, un modulateur tel que décrit par la figure 1A, commandé par une unique tension d'entrée V0, pour un jeu d'électrode de longueur totale 2L, a une réponse en phase égale a :
Φ, - Φ2 ≈ ^n Ol, +η2)2V0Lexp(- γVΩL) On constate que la tension nécessaire V0 pour obtenir un déphasage de π radians est la même dans chacun des cas, mais l'atténuation en fréquence est moins importante dans le premier cas. Celui-ci requiert deux électroniques de commande 13 ' et 13 " pour alimenter chacun des jeux des électrodes, ce qui représente une puissance électrique dissipée deux fois plus importante. Cependant, on peut obtenir la même réponse en fréquence avec un seul jeu d' électrodes et une seule électronique de commande en divisant par deux la longueur des électrodes. Dans ce cas, la tension de commande nécessaire pour obtenir le même déphasage sera égale à 2V0. Dans ce cas, la consommation en puissance sera deux fois plus importante. Par ailleurs, une électronique de commande, fournissant comme dans ce dernier cas des tensions élevées sur des bandes passantes étendues, n'est pas aisément disponible actuellement à un prix compétitif. La figure 4 permet de comparer la réponse en puissance électrique du signal optique détecté selon l' invention, par rapport à l' art antérieur, pour des cristaux taillés selon une coupe Z. Elle donne en décibel la réponse en fonction de la fréquence correspondant à chaque situation. Ces courbes sont obtenues en supposant des caractéristiques d' électrodes identiques (largeur du conducteur central, écartement au plan de masse, épaisseur des électrodes, épaisseur de la couche électrique). Sont modifiées entre, chaque courbe la ou les tensions de commande choisies de telle sorte que la puissance électrique consommée soit la même dans chacun des cas. Sont également modifiées selon les courbes: la longueur, le nombre d'électrodes mises en jeu, soit en série, soit en parallèle.
La courbe 20 donne le cas de d'un jeu d' électrodes unique de longueur 2L, commandé par une tension pis à pic V0 égale à la tension demi-onde Vπ. La référence à 0 Hz est située à 0 dB . A 40 GHz, la perte en signal est de -6 dB . De plus, le signal est affecté par un " chirp " en fréquence optique du fait de la différence des taux de recouvrement champs électrique/champ lumineux η i et η2 correspondant à chaque bras. . La courbe 21 donne le cas , de deux jeux d' électrodes en parallèles, de longueur 2L, commandé par une tension +V0/ V2 pour une électrode et V0 Λ/2 pour l' autre électrode. La puissance électrique consommée est la même que dans le cas précédent. La référence à 0 Hz est située à -3 dB . La puissance nécessaire à mettre en œuvre avec deux sources de tensions est deux fois plus importante que dans le premier cas pour retrouver le même niveau de modulation. A 40 GHz, la perte en signal est de -6 dB, comme précédemment, les électrodes étant de même longueur. Par contre, la réponse n' est pas affectée par un « chirp » en fréquence optique, car les recouvrements η sont identiques pour chacun des bras. Cependant, une bascule électronique est nécessaire pour inverser les signaux entre les deux entrées.
La courbe 22 donne le cas d'un jeu unique d' électrodes de longueur L, commandé par un signal de tension pic à pic égal à V0, c' est-à-dire la moitié de la tension demi-onde Vπ nécessaire dans ce cas. La référence à 0 Hz est située à -6 dB, car la consommation est quatre fois plus importante pour retrouver le même niveau de modulation que dans le premier cas. A 40 GHz, cette fois, la perte en signal n' est que de -3 dB . Par contre, la réponse est affectée par un « chirp » en fréquence optique. Enfin, la courbe 23 donne le résultat faisant l' objet de la présente invention. Elle correspond au cas de deux jeux d'électrodes de longueur L chacun soit une longueur totale d' interaction 2L. Chaque jeu est commandé par une tension V0/ Λ/2 . L'un des jeux d' électrodes est positionné au-dessus d'une région dite non inversée, l'autre jeu étant positionné sur une région du cristal dite inversée. De plus, le conducteur central du deuxième j eu est aligné au-dessus d'un bras de l' interféromètre de Mach-Zehnder différent de celui utilisé pour le premier j eu d' électrodes. La référence à 0 Hz est située à -3 dB . Dans ce cas également, la puissance nécessaire à mettre en œuvre avec deux sources de tensions est deux fois plus importante que dans le premier cas pour retrouver le même niveau de modulation. A 40 GHz, cette fois, la perte en signal n' est que de - 3 dB, la réponse est donc plus plate. De plus, dans ce cas, la réponse n' est pas affectée par un « chirp » en fréquence optique, du fait de l 'égalisation de la valeur moyenne du recouvrement le long de chaque bras entre les deux jeux d'électrodes. Cette solution constitue un bon compromis par rapport aux autres solutions rapportées précédemment, entre les exigences de faible consommation électrique, de platitude de la réponse en fréquence, de faible modulation de phase résiduelle associée (chirp).
Un dernier cas faisant l' objet de la présente invention est confondu avec la courbe 20. Il s' agit du cas présenté sur la figure 3, pour lequel un seul jeu d' électrodes est mis en j eu avec inversion de la position du conducteur central au passage entre la région du cristal dite non inversée, et la région du cristal dite inversée. Le jeu d' électrodes est unique de longueur 2L, commandé par une tension pic à pic V0 égale à la tension demi-onde Vπ. A 40 GHz, la perte en signal est de -6 dB . Par contre, le signal n'est pas affecté par la modulation de phase résiduelle associée (chirp) pour les mêmes raisons que le cas précédent. Pour réaliser un modulateur à faible chirp, deux architectures sont donc proposées. L'une repose sur l'utilisation de deux jeux de lignes micro-ondes disposés au-dessus de sections des bras de l'interféromètre de longueur identique mais de polarité de signe opposé, par inversion artificielle du domaine ferroélectrique. Cette structure nécessite l'emploi de deux électroniques de commandes reliées par une ligne à retard.
L'autre structure est basée sur l'emploi d'un seul jeu d'électrodes de type ligne coplanaire dont le conducteur central passe d'un bras de l'interféromètre sur l'autre par le biais d'un virage en forme de « S », ce changement de bras correspondant à un changement de la polarité du matériau afin de conserver une modulation de phase de la lumière constructive tout au long de la propagation dans les deux régions d'interaction avec le champ électrique transporté par les électrodes.
Dans ce type de structure, l'amplitude de modulation de phase créée est, en valeur absolue, égale pour chaque bras. L'arrangement proposé équilibre la variation de phase en introduisant des contributions identiques pour les recouvrements des champs électriques et des champs lumineux.
Cependant, s'agissant d'une ligne micro-onde pouvant introduire des pertes de propagation sur la longueur des électrodes, l'énergie peut être partiellement dissipée à très haute fréquence dans la première section de l'électrode, et de ce fait, la deuxième section va participer de façon moins efficace à la modulation.
La Figure 5 propose une variante de l'invention dans laquelle le dispositif présente plus d'une paire de structure de domaine inversé et autant de section d'électrodes reliées par des « S », de façon à ce qu'une section ne soit jamais assez longue individuellement pour subir à elle seule l'effet des pertes de propagation le long de la ligne. Les zones 15 correspondent à des régions inversées. A chaque transition d'une région à l'autre correspond un tronçon en forme de S.

Claims

REVENDICATIONS
1. Modulateur optique comportant :
- une structure en guide d' onde constituant un interféromètre à deux ondes formé dans un matériau électro-optique, et comportant deux bras,
- un ensemble d'électrodes relié à une source électrique commandable permettant l'application d'un champ électrique sur l'un au moins des bras de l'interféromètre, de manière à faire varier l' écart de phase entre des ondes lumineuses suivant respectivement l'un ou l'autre des bras, caractérisé en ce qu'il comporte :
- deux ensembles d'électrodes placés respectivement sur chacun des bras de l'interféromètre, l'un dans une région non inversée du matériau électro-optique, l' autre dans une région inversée, et
- une ligne à retard placée entre les électroniques de commande des ensembles d'électrodes introduisant un retard égal au temps de propagation de la lumière dans le premier ensemble d'électrodes.
2. Modulateur optique selon la revendication 1, caractérisé en ce que le substrat est un cristal anisotrope de niobate de lithium de coupe Z perpendiculaire à la surface.
3. Modulateur optique selon la revendication 1 , caractérisé en ce que le substrat est un cristal anisotrope de tantalate de lithium de coupe Z perpendiculaire à la surface.
4. Modulateur optique selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que la structure en guide d'onde est réalisée par diffusion thermique de couches minces métalliques.
5. Modulateur optique selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que la structure en guide d' onde est réalisée par échange protonique.
6. Modulateur optique selon l'une des revendications 1 à 5, caractérisé en ce que les ensembles d'électrodes sont chacun refermés sur une impédance de charge.
7. Modulateur optique selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que les ensembles d'électrodes sont regroupés et constitués par deux électrodes parallèles l'une à l'autre et comportant un nombre pair de sections parallèles raccordées par un tronçon en forme de S, chaque section traversant une région de polarité ferroélectrique de signe opposé à celle de la section adjacente.
8. Modulateur optique selon la revendication 7, caractérisé en ce que les ensembles d' électrodes sont regroupés et constitués par deux électrodes parallèles l'une à l'autre et constituées chacune de deux sections raccordées par un tronçon en forme de S .
9. Modulateur optique selon la revendication 7 ou 8, caractérisé en ce qu'il ne comporte pas de ligne à retard.
10. Modulateur optique selon l'une des revendications 1 à 9, caractérisé en ce que la région inversée du matériau électro-optique est obtenue de manière permanente par l'application locale d'une impulsion de champ électrique.
1 1. Modulateur optique selon l'une des revendications 1 à 9, caractérisé en ce que la région inversée du matériau électro-optique est obtenue par bombardement électronique.
12. Modulateur optique selon la revendication 10 ou 1 1, caractérisé en ce que la région inversée du matériau électro-optique couvre les deux bras de l'interféromètre sur une longueur au moins égale à celle de l'un des ensembles d'électrodes et couvre ces bras sur une largeur au moins égale à celle du champ lumineux.
13. Modulateur optique selon l'une des revendications 1 à 12, caractérisé en ce que l'interféromètre est un interféromètre de Mach-
Zehnder.
14. Modulateur optique selon l'une des revendications 1 à 13, caractérisé en ce que chaque ensemble d'électrodes comporte un conducteur central à faible perte centré respectivement sur chaque bras de l'interféromètre.
15. Modulateur optique selon la revendication 14, caractérisé en ce que chaque ensemble d'électrodes comporte deux plans de masse latéraux symétriques disposés à une distance au moins égale à deux fois la largeur du conducteur central.
16. Modulateur optique selon l'une des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la source électrique commandable comporte deux amplificateurs de commande à gain variable permettant le contrôle des tensions électriques, respectivement appliquées aux électrodes par rapport à la moitié de la tension demi-onde résultant d'un j eu unique d' électrodes, de façon à régler la modulation de phase résiduelle.
17. Modulateur optique selon la revendication 16, caractérisé en ce qu' il comporte une ligne à retard permettant de décaler l' application du champ électrique, respectivement sur l'un et l' autre des ensembles d' électrodes, de sorte que les temps de propagation de l' onde optique et de l' onde micro-onde extérieure soient identiques.
18. Modulateur optique selon la revendication 17, caractérisé en ce que la ligne à retard est passive.
19. Modulateur optique selon la revendication 17, caractérisé en ce que la ligne à retard est active.
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